載人月面移動系統著陸行進一體化設計與驗證

王 康，辛鵬飛，王 儲，潘 博

(北京空間飛行器總體設計部空間智能機器人系統技術與應用北京市重點實驗室，北京 100094)

0 引 言

載人登月是實現人類星際航行的第一步,建設月球基地更是實現人類移民外星球夢想的基石[1]。近年來,載人登月再次成為國際熱點,美國、俄羅斯及日本均提出了月球基地建設規劃[1-3]。載人登月任務的主要科學目標是能夠獲取更加豐富的月面資源信息和開展更加深入的科學研究和技術驗證,而載人月面移動系統能夠顯著擴大航天員在月面的探測范圍,因此無論是月面短期駐留還是長期的月球基地建設和運營,載人月面移動系統都是提高月球探測效率必不可少的重要工具[4]。

同時,為保證載人月面移動系統成功登陸月球,需進行軟著陸,通常有效的軟著陸方式是隨著陸器實現軟著陸,如美國“阿波羅”計劃的載人月球車、中國嫦娥三號的玉兔一號月球車[5-6]等。目前,航天器主要采用著陸緩沖腿、緩沖氣囊和制動發動機3種方式實現軟著陸[7],如中國嫦娥五號探測器和祝融號火星車采用著陸緩沖腿方式、美國“機遇”火星車采用緩沖氣囊方式、美國“毅力”火星車采用“天空起重機”的發動機制動方式。國際上尚無星球車采用移動系統直接實現緩沖軟著陸案例,主要是由于目前的無人星球車移動速度較慢(不超過0.2 km/h),移動系統本身無彈性阻尼緩沖系統;但對于載人月面系統,一般要求移動速度較高(高于10 km/h以上),移動系統本身必須具有彈性阻尼系統,所以采用包括懸架在內的移動系統自身實現軟著陸成為可能,且更有利于移動系統整體的輕量化設計。目前已有多個研究機構提出了移動式著陸器的概念設計,由移動系統實現月面軟著陸,如美國波音公司提出的火星貨運著陸器(MCL)[8],中國空間技術研究院提出的輪腿式可移動載人月面著陸器[9]等。本文根據載人月面移動居住艙著陸緩沖和大范圍移動的需求,提出了一種可調姿、變阻尼著陸行進一體化移動系統,既可以實現大沖擊著陸緩沖,又可以在月面實現快速平順移動。

1 載人月面移動系統需求分析

載人月面移動系統按照服務對象分類可歸結為非增壓式和增壓式兩大類[10-11]。對于無增壓的敞篷式載人月面移動系統,航天員身穿航天服操控移動系統,受航天服供給能力的限制,移動系統活動范圍受限;而對于增壓式載人月面移動系統,航天員不必穿航天服可直接在增壓艙內操控移動系統,可有效擴大其月面移動范圍。

本文重點針對增壓式載人月面移動系統,其具備保障2名航天員的月面駐留功能。整體系統質量達6 000 kg以上,主要由居住艙體和移動系統兩大部分組成,如圖1所示,移動系統每個車輪連接的懸架具有升降功能,可實現艙體的姿態調整。整器著陸時,需要由移動系統實現緩沖軟著陸;著陸完成后,航天員登陸居住艙實現最大速度10 km/h的平順性移動。

圖1 載人月面移動系統組成Fig.1 Composition of the manned lunar surface mobile system

增壓式載人月面移動系統需負載/搭載多種科學載荷,著陸時應滿足載荷不受損壞;著陸后通過姿態調整保證與著陸器對接精度,以便于航天員由著陸器順利轉移到居住艙體;載人行駛過程中最大速度為10 km/h,應保證航天員行駛舒適性/平順性。綜合以上幾方面要求,確定載人月面移動系統功能要求如表1所示。

表1 移動系統性能要求Table 1 Performance requirements for the mobile systems

2 移動系統著陸行進一體化設計

2.1 移動系統設計

根據上述性能要求,開展移動系統設計。與特種地面車輛設計相比,載人月面移動系統具有以下特點:

1)月面重力環境與地面不同,移動性能(尤其是平順性等人因相關屬性)需要特殊設計與分析;

2)溫度、真空、月壤等工作環境不同,單機及部件設計需要滿足月面工作需要;

3)使用場景包括著陸緩沖和移動,需要針對短時、大行程、大沖擊懸架開展特殊設計,并進行分析驗證。

參考特種地面車輛設計理念,載人月面移動系統設計由前車橋系統和后車橋系統兩部分組成,如圖2所示,兩套車橋系統采用模塊化設計思路,技術狀態一致,直接安裝于居住艙體底部。每套車橋系統包括兩套左右對稱的著陸行進一體化懸架系統。

圖2 移動系統組成Fig.2 Composition of the mobile system

通過4個懸架的升降功能可實現居住艙體的姿態調整,如圖3所示,可調整角度與懸架升降行程正相關。軸距L設計為3 300 mm,輪距B設計為3 400 mm,前后懸架同時調整時可實現俯仰調姿,調整行程為;L·tanα左右懸架同時調整時可實現偏航調姿,調整行程為B·tanβ。以5°的調姿要求為例,懸架升降不小于297.5 mm。

圖3 居住艙體姿態調整示意圖Fig.3 Diagram of attitude adjustment of the habitat

2.2 著陸行進一體化懸架系統設計

著陸行進一體化懸架系統需要兼容著陸和行駛兩類區別很大的工作狀態。著陸時,因受到大沖擊力作用,懸架行程大,但作用時間很短;行駛是懸架工作常態,其懸架行程和動載荷遠小于著陸狀態,但需要滿足移動平順性要求。根據任務需求,懸架系統設計由懸架單元和金屬彈性車輪兩部分組成,如圖4所示。

圖4 著陸行進一體化懸架組成Fig.4 Composition of the landing-moving integrated suspension

其中,懸架單元的組成和原理如圖5所示。懸架采用雙橫臂形式,下橫臂連接彈簧彈性元件,上橫臂轉動副連接摩擦式減振器阻尼元件。整體主要由調姿組件、轉向組件和驅動組件3大部分組成。各部分設計如下:

圖5 懸架單元組成Fig.5 Composition of the suspension unit

1)調姿組件由調姿電動缸、彈簧、上下橫臂組成,其中調姿電動缸通過導軌推動彈簧的上連接件移動,從而由彈簧的下連接件推動懸架下橫臂擺動,實現整個懸架的上下擺動;

2)轉向組件由轉向電動缸、轉向拉桿和轉向節組成,其中轉向拉桿兩端由球副分別連接轉向節和轉向電動缸,轉向電動缸通過導軌推拉轉向拉桿移動,從而實現轉向節的轉動;

3)驅動組件由萬向節、車輪轉接件組成,通過萬向節驅動車輪轉接件轉動。

根據懸架系統設計狀態,懸架單元能夠以標稱態位置為基礎可實現車輪向上調70 mm,向下調330 mm,如圖6所示,調姿總行程400 mm,大于實現移動系統5°調姿要求的297.5 mm行程的要求。

圖6 懸架單元調姿狀態Fig.6 Suspension unit in attitude adjustment state

懸架系統中,摩擦式減振器設計為可隨懸架姿態調整摩擦阻力矩大小。為實現這一設計目標,采用碟片彈簧組合方式實現其非線性阻尼特性。當懸架處于標稱狀態附近時,摩擦力矩較小,適用于移動系統行駛移動;當隨著懸架下調車輪時(設計使用下調330 mm狀態),摩擦阻力矩逐漸增大,更利于移動系統在著陸時以大摩擦力矩和大行程耗散沖擊能量,起到緩沖、軟著陸作用。

考慮月面特殊環境,車輪設計為雙輪面一體化結構,保證車輪使用壽命。為滿足強度、剛度和質量要求,車輪采用金屬彈性車輪,如圖7所示,模擬地面雙輪胎結構,車輪由彈簧鋼片成形雙輪輞連接于鋁合金輪轂,并由輪刺連接雙輪輞,既增加整個車輪的側向剛度又提高車輪與月壤間的附著系數,同時顯著降低了車輪質量。

圖7 金屬彈性車輪結構組成Fig.7 Structure of metal elastic wheels

3 移動系統分析模型建立與分析

3.1 懸架參數建模與分析

移動系統共有4套懸架,以單套懸架(1/4車體)建立簡化多自由度力學分析模型,如圖8所示,其中m1為簧上質量(1/4車體質量),k1為懸架彈簧剛度,c1為減振器摩擦阻尼,m2為車輪質量(簧下質量),k2為車輪剛度,x1和x2分別是m1和m2的獨立位移,Fc1為減震器摩擦阻尼力。

圖8 單懸架力學模型Fig.8 Single suspension mechanical model

移動系統著陸或行駛時的單懸架力學關系如下:

(1)

(2)

根據地面車輛設計經驗,懸架偏頻范圍通常為1～1.5 Hz,阻尼比范圍為0.2～0.4[12]。結合懸架調姿行程和緩沖行程,確定懸架偏頻為1.16 Hz,簧下質量為50 kg,簧上質量為1 450 kg,由此確定懸架剛度77 000 N/m;確定阻尼比為0.3,行駛動行程為40 mm,行駛時懸架阻尼力為700 N。

綜合考慮著陸緩沖和行駛需求,最終確定的著陸行進一體化懸架的力-位移曲線如圖9所示,懸架位移為0時是指懸架下調極限狀態(如圖6(a)),此時減振器產生的摩擦阻力為最高8 000 N,著陸過程中隨著懸架位移的增加,摩擦阻力逐漸降低,彈簧力逐漸增加,可使二者合力以較小斜率增加,保護懸架承載安全。著陸完成后,可由調姿組件將懸架調整到減振器處于低位力矩的位置,此時對應懸架阻尼力700 N,保證行駛平順性。圖10為懸架阻尼力隨懸架位移的變化曲線,圖11為減振器扭矩隨上橫臂擺角的變化曲線。

圖9 懸架單元力-位移曲線Fig.9 Force-displacement curve of the suspension unit

圖10 減振器扭矩隨上橫臂擺角的變化曲線Fig.10 Curve of the absorber torque with the upper transverse swing angle

圖11 懸架阻尼力隨懸架位移的變化曲線Fig.11 Curve of suspension damping force with suspension displacement

3.2 平順性建模與分析

建立了載人月面移動系統七自由度平順性仿真計算模型。該模型將車架與上裝簡化為一個剛體(車身,又稱簧上質量),4個車輪簡化為質點(簧下質量),車輪與車身之間有懸架彈性元件和阻尼元件相連。如圖12所示。考慮簧上質量的豎直方向的位移和俯仰、側傾兩個轉動,共3個自由度。4個簧下質量為集中質量,只考慮其豎直方向的位移。

圖12 移動系統多自由度振動模型Fig.12 Multi-degree-of-freedom vibration model of the mobile system

(3)

考慮到金屬車輪阻尼很小,根據多自由度系統隨機激勵理論,式(3)通過傅里葉變換可以求得4個車輪對應的功率譜矩陣SQQ(ω),如下:

SQQ(ω)=C0(ω)+G(ω)

(4)

式中:C0(ω)為相干矩陣;G(ω)為路面高程的功率譜。根據路面不同,C0(ω),G(ω)有不同的表達形式。由車輪功率譜矩陣,進而可以獲得駕駛員處加速度和加權加速度均方根值。同時,根據理論公式,能夠開展懸架與車輪間最大位移、各輪相對動載等參數設計。

圖13為戈壁路面下駕駛員處的加速度均方根值隨車速的變化,結果表明駕駛員處的加速度均方根值不大于0.3 m/s2,滿足平順性許用值要求。

圖13 駕駛員處加速度均方根值Fig.13 Root mean square value of acceleration at the driver

4 移動系統仿真分析

為了驗證移動系統著陸行進一體化懸架方案設計的有效性,本文使用Adams軟件建立移動系統高精度的動力學數值仿真模型,對移動系統著陸緩沖和行駛平順性等典型工況進行動力學仿真。移動系統動力學模型的主要參數設置為:移動系統的軸距為3 300 mm,輪距為3 400 mm,總質量為6 000 kg(包括艙體和移動系統),懸架剛度77 000 N/m,阻尼比為0.3,懸架單元力-位移曲線滿足圖9設計約束。

4.1 著陸緩沖仿真分析

移動系統著陸緩沖過程為:移動系統以一定高度和水平速度自由下落與8°斜坡月面接觸,通過懸架吸能完成移動系統的著陸緩沖。調整移動系統初始下落高度,使得移動系統自由落體、觸碰瞬間垂直下落速度為2.5 m/s,水平速度設置為0.5 m/s,移動系統與月面摩擦系數設置為0.8(考慮車輪沉陷增加摩擦系數),重力加速度為月面低重力環境1.63 m/s2,仿真時間為5 s,仿真步長為0.001 s。

移動系統著陸緩沖仿真過程如圖14所示。隨著著陸緩沖過程進行,移動系統四輪先后完成著陸,并在設計行程內完成緩沖,未發生傾覆和側翻。仿真結果表明,移動系統可以適應最惡劣的8°斜坡著陸緩沖工況。

圖14 移動系統8°斜坡工況著陸緩沖仿真過程Fig.14 Simulation of landing buffer under 8° slope condition of the mobile system

著陸緩沖過程車體質心豎直方向加速度仿真結果如圖15所示,從中可以得到著陸緩沖過程中車體在豎直方向上最大加速度為10.35 m/s2。

在教育領域，核心素養概念的提出給傳統教育理念帶來很大轉變，很多國家組織哲學、社會學和教育學等方面的專家和學者，力圖改變以往重視教學方式和教學內容的傳統教學理念，開始探究核心素養理念下的高等教育新模式構建，以達到提升教育教學質量的最終目的。

圖15 8°斜坡工況著陸緩沖下的車體質心加速度Fig.15 Centroid acceleration of vehicle body landing under 8° slope condition

4.2 行駛平順性仿真分析

車輛行駛平順性是車輛行駛動力學的重要研究內容之一,它是指車輛以正常車速行駛時能保證乘坐者不致因車身振動而產生不適和疲乏并能保持運載貨物完整無損的性能。平順性評價有客觀評價法和主觀評價法,本文中采用客觀評價法,即通過對有關數據分析并與相關標準比較來進行評價。文獻[13]中規定,當人體總加權加速度均方根值小于0.315 m/s2時,人的主觀感覺是“沒有不舒服”,即滿足平順性要求。其中加權加速度的計算公式為

(5)

(6)

式中:aRMS為質心處總加速度均方根值;aX為質心處X軸加速度均方根值;aY為質心Y軸加速度均方根值;aZ為質心處Z軸加速度均方根值;aw為座椅處總加速度均方根值。

對于移動平順性指標,當前缺乏車輛在月表上的行駛信息。戈壁路面地形地勢與月表近似,因此常被用于評估月面移動平順性。以圖16所示戈壁路譜為仿真輸入條件,進行移移動系統平順性仿真分析。

圖16 戈壁路譜Fig.16 Gobi road spectrum

對于1.5 m/s的移動速度,進行170 s的平順性仿真,車體質心在3個方向上的加速度仿真結果如圖17所示。

通過Adams/PostProcessor后處理工具可得到質心處各軸加速度均方根值,根據式(3)、式(4)計算得到10 km/h行駛工況下座椅處總加速度均方根值為0.269 m/s2。因此,載人月面移動系統設計方案滿足乘員座椅支撐面加權加速度均方根值不大于0.315 m/s2的平順性許用值要求。

5 移動系統試驗驗證

移動系統試驗驗證的總體思路是在地面重力下,完成試驗與仿真的數據對比驗證,驗證仿真方法的有效性。試驗驗證共包括著陸緩沖試驗和平順性試驗兩部分。

5.1 著陸緩沖試驗驗證

移動系統的著陸緩沖總體方案設計如圖18所示,由懸吊解鎖裝置、配重工裝、移動系統、土槽(內置模擬月壤,反映月壤特性)組成,由懸吊裝置起吊移動系統距離模擬月壤一定高度,然后解鎖懸吊裝置(電磁鐵斷電釋放),移動系統自由著陸在土槽內。土槽需要滿足安全性要求,同時確保著陸試驗后不會產生模擬月壤堆積現象。著陸過程中可由工裝上的加速度測點監測沖擊加速度,由高速相機監測移動系統的著陸緩沖過程。

以質量為6 000 kg的移動系統為例,當以2.5 m/s垂直速度和0.5 m/s水平速度著陸時,緩沖總能量為19 500 J;地面試驗狀態下,著陸高度為1.2 m,因此配重后地面試驗移動系統質量設計為2 000 kg,緩沖總能量達23 520 J,緩沖能量可包絡月面著陸總能量。

圖19為地面移動試驗系統著陸緩沖現場圖片,著陸過程中質心加速度曲線如圖20所示,最大加速度為59.7 m/s2。

圖19 移動系統著陸緩沖Fig.19 Mobile system landing buffer

圖20 著陸高度1.2 m質心加速度信號Fig.20 Centroid acceleration signal at landing altitude of 1.2 m

對地面著陸緩沖試驗進行了相同條件的仿真分析,仿真分析獲得的車體質心豎直方向加速度曲線如圖21所示,其極值為63.6 m/s2,與試驗值相對誤差為6.53%,驗證了設計和仿真的準確性。

圖21 著陸高度1.2 m仿真質心加速度Fig.21 Simulated centroid acceleration at landing altitude of 1.2 m

5.2 平順性試驗驗證

平順性試驗通過將路面高程功率譜曲線加載至車輪四輪,驗證載人月面移動系統在類似地球重力下的月面路譜以最大速度10 km/h行駛時,上裝駕駛員處加速度均方根值不高于0.3 m/s2。

根據NASA公布的三種月表高程功率譜曲線,所得到的3種月表的高程不平度時域曲線,進行地面道路模擬實驗。3種道路不平度輸入如圖22所示。

圖22 月面高程功率譜轉化的幾何高程曲線Fig.22 Geometric elevation curves transformed from lunar elevation power spectrum

施加10 km/h行駛速度條件,并提取左后簧上位置加速度響應進行對比分析。試驗與仿真曲線如圖23～圖25所示,結果表明實測值與仿真值誤差小,峰值誤差不超過7.3%,驗證了設計和仿真的準確性。

圖23 平坦月面平順性對比結果Fig.23 Comparison results of smoothness on the flat lunar surface

圖24 崎嶇月面平順性對比結果Fig.24 Comparison results of smoothness on the rough lunar surface

圖25 高地月面平順性對比結果Fig.25 Comparison results of smoothness on the highland lunar surface

6 結 論

本文提出一種可適用于載人登月的月面移動系統著陸行進一體化設計方案,懸架系統采用雙橫臂懸架構型和變阻尼摩擦式減振器,有效兼顧大沖擊著陸緩沖和移動平順性要求。當移動系統準備著陸前,懸架調整到車輪下調330 mm的狀態,減振器處于高位摩擦力矩狀態,著陸時由懸架大行程和大摩擦力矩耗散能量;當移動系統著陸后由航天員駕駛行駛時,懸架調整到標稱狀態,減振器處于低位摩擦力矩狀態,可保證行駛的平順性。理論建模、仿真分析和試驗驗證了所提出方案的合理性和有效性:月面相當于1/6地面重力加速度環境中,以戈壁路路譜仿真行駛平順性指標優于0.315 m/s2,著陸緩沖質心加速度不超過1.06倍地面重力加速度;并完成了地面移動系統樣機的1.2 m高著陸緩沖試驗和平順性試驗,通過仿真與試驗的對比,驗證了仿真結果的有效性。